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Trabajo Fin de Máster
Aplicación del método de elementos finitos para
el análisis de la interacción de la construcción
de un túnel sobre su túnel gemelo en servicio.
Autor/es
José Eduardo Lastrada Marcén
Director/es
Luis Gracia Villa
Escuela de Ingeniería y Arquitectura
2013
Aplicación del método de elementos finitos para el
análisis de la interacción de la construcción de un túnel
sobre su túnel gemelo en servicio.
RESUMEN
Los objetivos del TFM son el estudio de la influencia que la construcción de un nuevo túnel tiene sobre un túnel similar aledaño ya en servicio y el estudio de los controles a realizar sobre el mismo para garantizar unas condiciones de seguridad satisfactorias.
La interacción en el estado tenso-deformacional del terreno que la construcción de un túnel ejerce alrededor del túnel en servicio es un aspecto difícil de evaluar y que se debe tener muy en cuenta en todas las fases del proyecto y obra.
En este trabajo se pretende abordar dicha interacción, para lo cual se revisará previamente el estado del arte en cuanto a técnicas desarrolladas, fallos existentes y avances teóricos realizados para el análisis de dicha problemática en construcciones similares. (Túneles en paralelo o gemelos; “side by side/parallel tunnels”).
A continuación se llevará a cabo el análisis numérico de un caso concreto (de la Autovía Múdejar A-23 Arguís – Alto de Monerpós) mediante la resolución del problema por medio del Método de los Elementos Finitos, tanto en caso 3D, como 2D, estudiando la influencia de la distancia de separación entre los túneles y comparándolos con la solución analítica para dos tipos de materiales (elástico y de Mohr-Coulomb).
Del trabajo realizado se puede concluir que la interacción entre túneles se hace notoria para aquellas distancias en las que la zona de plastificación de uno y otro túnel se superponen.
Más concretamente, para el caso analizado, se puede concluir que la interacción entre túneles parece ser más importante a partir de anchos de pilar entre túneles (W) inferiores a 1.6 diámetros, donde la variación de tensiones que se produce al construir el segundo túnel (sigmayy2) respecto a las tensiones existentes con el túnel existente en servicio (sigmayy1) sufren un mayor incremento. La interacción que ejerce la construcción del nuevo túnel sobre el túnel existente es muy pequeña para la distancia existente, de 2.2 diámetros entre hastiales. (Incrementos de tensión entre un 4% y un 6%).
Como se puede comprobar, las herramientas numéricas existentes en la actualidad permiten estudiar la interacción de la construcción de un túnel sobre su túnel gemelo en servicio de manera adecuada.
INDICE
MEMORIA ... 1
1.1. MOTIVACIÓN... 1
1.2. OBJETIVOS ... 2
1.3. METODOLOGÍADETRABAJO ... 2
1.4. DESCRIPCIÓNDELPROYECTO. ... 2
1.5. ESTADODELARTE ... 3
1.6. ELMÉTODODEELEMENTOSFINITOS(MEF) ... 4
1.7. SOLUCIÓNANALÍTICATENSO-DEFORMACIONAL ... 7
1.8. ANÁLISISNUMÉRICODELCASO ... 7
1.8.1. Descripción del caso: ... 7
1.8.2. Pre-proceso ... 9
1.8.3. Post-proceso (resultados y comentarios) ... 15
1.9. DISCUSIÓNDELOSRESULTADOS ... 19
1.10. CONCLUSIONES ... 20
1.11. FUTURASLÍNEASDEINVESTIGACIÓN ... 23
1.12. AGRADECIMIENTOS ... 23
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL PROYECTO ... 1
1.1. SECCIONESTIPOYTRAZADO ... 1
1.2. CARACTERÍSTICASDELTERRENO ... 4
1.3. MÉTODOCONSTRUCTIVO ... 8
1.4. INSTRUMENTACIÓN ... 11
1.4.1. Control de convergencias ... 12
1.4.2. Control en el túnel existente. Vibraciones e Inspección visual. ... 13
ANEXO 2. ESTADO DEL ARTE. ... 1
2.1. CONSTRUCCIÓNDETÚNELESSEGÚNELNUEVOMÉTODOAUSTRÍCO (NATM) ... 1
2.1.1. Bases conceptuales ... 1
2.1.2. Aplicaciones del Nuevo Método Austriaco en Europa ... 3
2.1.3. Fallos del Nuevo Método Austriaco ... 3
2.2. CONSTRUCCIÓNDETÚNELESADYACENTESAOTROSEXISTENTES. ... 8
2.3. CONTROLDELAINTERACCIÓNDELNUEVOTÚNELSOBREELTÚNEL EXISTENTE ... 9
2.4. CÁLCULODETÚNELES ... 11
2.4.1. Comportamiento de los macizos rocosos: ... 11
2.4.2. Método de las curvas de convergencia-confinamiento ... 24
2.4.3. Métodos numéricos. ... 29
2.4.4. Método de diferencias finitas ... 31
2.4.5. Método de elementos finitos ... 32
ANEXO 3. EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS ... 1
3.1. PRINCIPIOSFUNDAMENTALES. ... 1
3.2. EVOLUCIÓNHISTÓRICA. ... 2
3.3. CARACTERÍSTICASDELAMODELACIÓN(MEF) ... 2
3.3.2. Diseño de la malla. ... 3
3.3.3. Tensiones iniciales ... 6
3.3.4. Ley de comportamiento de los suelos. Relaciones constitutivas. ... 6
3.3.5. Simulación del proceso constructivo: ... 9
3.4. FORMULACIÓNENRIGIDEZDELMEF... 10
3.4.1. Ecuaciones básicas de la deformación del continuo ... 10
3.4.2. Discretización en elementos finitos ... 11
3.4.3. Integración implícita de modelos de plasticidad diferencial ... 12
3.4.4. Proceso global iterativo ... 14
3.5. FORMULACIÓNDEELEMENTOS ... 15
3.5.1. Funciones de forma e integración numérica de elementos tipo línea. ... 15
3.5.2. Funciones de forma e integración numérica de elementos tipo área. ... 16
3.5.3. Funciones de forma e integración numérica de elementos tipo volumen. ... 18
ANEXO 4. SOLUCIÓN ANALÍTICA TENSO - DEFORMACIONAL ... 1
4.1. MATERIALELÁSTICO-LINEAL ... 1
4.2. MATERIALDEHOEK-BROWN ... 4
4.3. MATERIALDEMOHR-COULOMB ... 6
4.4. TENSIONESINICIALESANISÓTROPAS ... 10
4.5. TÚNELAPROFUNDIDADFINITA ... 11
ANEXO 5. ANÁLISIS NUMÉRICO DEL CASO ... 1
5.1. DESCRIPCIÓNDELCASO ... 1
5.1.1. Selección de la zona de estudio: ... 1
5.2. PREPROCESO ... 4
5.2.1. Elección del modelo ... 4
5.2.2. Diseño de la malla ... 4
5.2.3. Generación de los elementos del túnel. ... 5
5.2.4. Tensiones iniciales ... 7
5.2.5. Fases de excavación. Modelo 3D completo ... 7
5.2.6. Fases de excavación. Modelo 3D simplificado ... 10
5.2.7. Fases de excavación. Modelo 2D ... 11
5.2.8. Materiales incorporados ... 12
5.3. POSTPROCESO(RESULTADOSYCOMENTARIOS) ... 19
5.3.1. Distribución de tensiones y coeficiente de alivio. Modelo 3D. ... 19
5.3.2. Distribución de tensiones. Modelo 2D. ... 25
5.3.3. Desplazamientos. Modelo 2D ... 31
ANEXO 6. DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS. ... 1
6.1. COMPARACIÓNCONLASOLUCIÓNANALÍTICA ... 1
6.1.1. Caso elástico ... 1
6.1.2. Caso material de Mohr - Coulomb ... 13
MEMORIA PÁG.1
MEMORIA
1.1. MOTIVACIÓN
La interacción en el estado tenso-deformacional del terreno que un nuevo túnel y las galerías de conexión ejercen alrededor de otro túnel en servicio es un aspecto difícil de evaluar y que se debe de tener muy en cuenta en todas las fases del proyecto y obra.
Los estudios realizados hasta esta fecha en relación a la interacción entre túneles son escasos y poco concluyentes, todos ellos más centrados en predecir asientos y en túneles en suelos. En lo concerniente a interacción de túneles en roca construidos según el NATM, se ha investigado muy poco, incluso con la aparición de los modelos numéricos tridimensionales. El túnel perteneciente al tramo Arguís – Alto de Monrepós de la autovía Mudéjar A-23 (Huesca), recientemente finalizado, supone la construcción de un túnel en paralelo a otro túnel gemelo que actualmente se encuentra en servicio, así como la construcción de sus galerías de conexión.
Este caso, se trata de una geometría compleja con dos túneles paralelos unidos por unas galerías de conexión. El macizo central está sometido a la influencia de las excavaciones, de manera que su análisis requiere un modelo tridimensional que simule la excavación sucesiva.
Estos túneles tienen una elevada intensidad de tráfico y son vitales para conectar el pirineo aragonés con el resto del territorio. Por ello, un fallo estructural podría acarrear, tanto la pérdida de vidas humanas, como enormes pérdidas económicas.
MEMORIA PÁG.2
1.2. OBJETIVOS
Los objetivos del presente documento de “APLICACIÓN DEL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS PARA EL ANÁLISIS DE LA INTERACCIÓN DE LA CONSTRUCCIÓN DE UN TÚNEL SOBRE SU TÚNEL GEMELO EN SERVICIO.”, son el estudio de la influencia y efectos que la construcción de un nuevo túnel tiene sobre un túnel similar aledaño ya en servicio.
1.3. METODOLOGÍA DE TRABAJO
En primer lugar se va a proceder a la descripción del caso, desde un punto de vista general, centrando la atención en la normativa aplicada, dimensionamiento geométrico, drenajes, diseño estructural, procedimiento constructivo, auscultación del nuevo túnel y del existente,…etc., con especial atención en las incertidumbres existentes en la caracterización geotécnica del terreno. Seguidamente, se revisará el estado del arte en cuanto a técnicas desarrolladas, fallos existentes y avances teóricos realizados para el análisis de dicha problemática en construcciones similares. (túneles en paralelo o gemelos; “side by side/parallel tunnels”).
A continuación se llevará a cabo el análisis numérico del problema mediante la resolución del problema mediante el Método de los Elementos Finitos, tanto en caso 3D como 2D, estudiando la influencia de la distancia de separación entre los túneles y comparándolos con la solución analítica para dos tipos de materiales (elástico y de Mohr-Coulomb).
1.4. DESCRIPCIÓN DEL PROYECTO.
A continuación se describen las principales características del caso concreto a estudiar, que se explica de manera más extensa en el anexo 1:
El nuevo túnel de la Autovía Múdejar A-23 Arguís – Alto de Monerpós corresponde a la calzada con sentido a Huesca de la futura autovía Huesca – Pamplona, con una longitud de 1499,74 m., de los que 116,43 m. discurren en falso túnel y 1383,31 m. son en túnel convencional. (p.k. emboquille sur 1+131,69 – p.k. emboquille norte 2+515). El túnel se encuentra localizado a unos 20 km. al norte de la ciudad de Huesca.
La sección transversal tiene la misma sección geométrica que el túnel existente, que continúa cumpliendo con la Norma 3.1 – I.C. de Trazado, vigente en la actualidad, siendo de dos carriles de 3.50 m., arcén exterior de 2.50 m. e interior de 1.00 m. y dos aceras de 0.75 m.
El nuevo túnel discurre prácticamente en paralelo al proyectado, con una separación entre ejes que varía entre los 45 m y los 90 m.
El túnel se emplaza en el dominio pirenaico y más concretamente en las “Sierras Exteriores” o “Sierras Subpirenaicas Oscenses”, que forman un frente continuo en dirección ESE-ONO y estructuralmente se trata del frente meridional del cabalgamiento subpirenaico.
MEMORIA PÁG.3 Los materiales que aparecen son Terciarios del Eoceno recubiertos en algunos puntos por depósitos cuaternarios aluviales, coluviales y derrubios de ladera.
El túnel se desarrolla íntegramente en dos formaciones geológicas:
Margas grises, limolitas y areniscas. Formación Margas de Arguis.
Areniscas y margas. Formación Belsué-Atarés.
Se plantea la ejecución del túnel mediante el Nuevo Método Austriaco (NMA) por fases de AVANCE Y DESTROZA, debido al comportamiento quasi-elástico del terreno esperado. La altura del avance es de 5.50 m. La destroza se podrá excavar en tres fases con superficie de separación con un talud de 2H:3V.
En los tramos de roca más sana (sostenimiento tipo I), la longitud de pase recomendable es de 4.0 m. para el avance y destroza lateral y 15.0 m. para la destroza central. En las zonas más débiles se reducen a 1.0 m. y 6.0 m. respectivamente
1.5. ESTADO DEL ARTE
Con el paso de los años, la cada vez más densa red de transportes existente tanto en entorno urbano como interurbano obliga, con cada vez más frecuencia, a que la construcción de las nuevas infraestructuras subterráneas deba realizarse adyacente a otras que ya se encuentran en servicio. La interacción existente entre un nuevo túnel y otro existente es algo que ha preocupado desde las primeras construcciones de este tipo. Su profundo conocimiento, sin embargo, ha estado muy limitado durante muchos años.
En el caso de túneles interurbanos construidos en roca según el Nuevo Método Austriaco (NATM), como el del presente trabajo, la interacción se centra en el entorno de las cavidades, y no en los asientos en superficie como ocurre en el caso de túneles urbanos, especialmente en suelos blandos.
Cuando se realiza una excavación subterránea, el campo de tensiones existente es alterado localmente y se produce una redistribución de las tensiones originales que existen en el medio, debiendo ser soportadas por la roca que se encuentra en las proximidades de la excavación. Hasta hace poco, el cálculo del campo tensional resultante se solía hacer analíticamente y en dos dimensiones, teniendo en cuenta mediante determinados “artificios” la interacción entre el macizo rocoso y el sostenimiento colocado.
Como el modelo bidimensional trabaja en secciones planas, no puede reproducir adecuadamente la problemática que se presenta en las proximidades del frente, dentro de su radio de acción estático. El método utilizado siguiendo este procedimiento se denomina método de Convergencia- Confinamiento. En este método se compara la presión radial uniforme requerida para que la roca se encuentre en equilibrio (curva de reacción del terreno) con la presión radial generada por el sostenimiento (curva característica del sostenimiento).
MEMORIA PÁG.4 La otra manera de abordar el cálculo del campo tenso-deformacional resultante es mediante métodos numéricos. Desde que allá por los años 60 se inició el desarrollo de los métodos numéricos (elementos finitos, diferencias finitas), los túneles fueron uno de los primeros casos típicos de aplicación en el campo de los problemas geotécnicos.
En la actualidad abordar el cálculo de un túnel mediante esta herramienta es un rutina que casi todos proyectos contemplan, pero que no debiera eximir de comparar los resultados obtenidos mediante aproximaciones sencillas o cálculos “clásicos”.
La potencia de los métodos numéricos radica en la capacidad de reproducir contornos complicados, terrenos heterogéneos, comportamiento no lineal, consideración del factor tiempo, relajación del terreno,… etc. Sin embargo algunas consideraciones como la presencia de agua o los análisis tridimensionales no han sido posibles hasta la década de los 90.
El modelo tridimensional numérico si puede calcular completamente la distribución de tensiones y deformaciones. De aquí se puede deducir el efecto frente comparando con una sección suficientemente alejada del mismo y con ello ver la respuesta del sostenimiento empleado en la sujeción de una excavación subterránea.
La aparición de estos modelos ha permitido afinar la resolución del campo de tensiones resultante con una geometría compleja como es la que se deriva de la construcción de un túnel gemelo paralelo a otro ya en servicio con las consiguientes galerías de conexión como el del presente trabajo, y ha permitido así mismo valorar el efecto que el procedimiento de excavación tiene.
En el anexo 2 se describe detalladamente el estado del arte del problema objeto del presente trabajo.
1.6. EL MÉTODO DE ELEMENTOS FINITOS (MEF)
Para tratar de evaluar la interacción que la construcción de un nuevo túnel tiene sobre otro túnel existente próximo a él, se va a utilizar un programa comercial (PLAXIS 3D TUNNEL) que implementa como método numérico el método de los elementos finitos.
En el anexo 3 se describe de manera completa el método de los elementos finitos.
En primer lugar se describen los principios fundamentales y la evolución histórica del método de elementos finitos.
A continuación se describen las características de los modelos de elementos finitos, haciendo hincapié en:
Elección del modelo.
Diseño de la malla.
MEMORIA PÁG.5
Ley de comportamiento de los suelos mediante sus relaciones constitutivas.
Posibilidades de simulación del proceso constructivo.
Seguidamente se expone la formulación en rigidez del MEF, es decir:
Las ecuaciones básicas de la deformación del continuo.
La discretización en elementos finitos.
La integración implícita de los modelos de plasticidad diferencial.
La descripción del proceso global iterativo.
Finalmente, se describe cómo se implementa dicho método en el programa de cálculo, es decir la formulación de elementos tipo línea, área y volumen mediante funciones de forma, así como el proceso de cálculo:
Funciones de forma e integración numérica de elementos tipo línea:
o Elemento lineal de 3 nodos, compatible con un elemento tipo triángulo de 6
nodos, cuadrilátero de 8 nodos (elementos área) o con el prisma triangular de 15 nodos (elementos volumen) que introduce el programa del PLAXIS 3D TUNNEL, ya que todos estos elementos tienen 3 nodos en cada arista.
Funciones de forma e integración numérica de elementos tipo área.
o En PLAXIS 3D Túnel las áreas y superficies se forman mediante elementos
triangulares de 6 nodos o cuadrangulares de 8 nodos.
o Los elementos triangulares de 6 nodos se crean en la generación de la malla 2D
y se usan en los planos verticales del modelo 3D para formar las caras de los prismas triangulares de 15 nodos. Tienen dos coordenadas locales (ξ, η) y usan una coordenada auxiliar ζ = 1- ξ – η, dando interpolaciones de segundo orden.
o Los cuadriláteros de 8 nodos se crean en el proceso de extensión de mallado en
la generación del 3D y se usan como caras de los primas triangulares de 15 nodos en dirección z. Estos elementos son la base para las cargas distribuidas y para elementos estructurales (placas y geomallas) y elementos de interfaz. Las placas son algo diferentes al tener 6 grados de libertad por nodo en lugar de 3, al incluir 3 rotaciones. Los elementos interfaz tienen nodos duplicados, de manera que se permite un movimiento relativo entre ellos.
o Los cuadriláteros de 8 nodos proporcionan interpolaciones de desplazamientos
de segundo orden. Poseen dos coordenadas locales al igual que los triangulares.
MEMORIA PÁG.6
o El terreno en 3D se modeliza en PLAXIS 3D Tunel con prismas triangulares de
15 nodos, generados por extensión de la malla 2D. Este tipo de elementos proporcionan como el resto una interpolación de los desplazamientos de segundo orden. Tienen tres coordenadas locales (ξ, η, ζ).
A continuación se presenta resumido el proceso de cálculo del método de los elementos finitos implementado en el programa de cálculo, basado en la matriz de rigidez elástica que se ha explicado anteriormente:
MEMORIA PÁG.7
1.7. SOLUCIÓN ANALÍTICA TENSO-DEFORMACIONAL
En el anexo 4 se presenta la formulación analítica existente, bajo una serie de hipótesis, que permite comparar en orden de magnitud, la solución del problema tenso-deformacional. Para realizar esta comparación teniendo en cuenta la interacción entre túneles se debe hacer abstracción de que el principio de superposición solamente es válido en régimen elástico, con túnel circular y sumando adecuadamente las tensiones resultantes.Se describen las soluciones analíticas existentes para la distribución tenso-deformacional alrededor de una cavidad cilíndrica de longitud infinita (deformación plana) y radio a en un medio elástico y elastoplástico. Partiendo de un caso básico sencillo (espacio infinito homogéneo e isótropo, a presión isótropa uniforme “σ0”, disminución de la presión en la pared hasta “σa”), se le irán añadiendo progresivamente otras condiciones como estado de tensiones iniciales no isótropo (k0 ≠ 1) y profundidad no infinita.
1.8. ANÁLISIS NUMÉRICO DEL CASO
En este apartado se va a abordar el estudio de la influencia que la ejecución del nuevo túnel del tramo Arguís – Alto de Monrepós de la autovía Múdejar A-23 ejerce sobre el túnel existente actualmente en servicio mediante un estudio numérico del problema con el método de elementos finitos. En el anexo 5 se describe de manera más completa el análisis numérico de este caso.
Para llevar a cabo este estudio numérico se va a utilizar el programa comercial basado en el método de elementos finitos PLAXIS 3D Túnel, que permite la modelización del terreno en tres dimensiones.
A la vista del tiempo de cálculo necesario, una vez calculado el coeficiente de alivio mediante el modelo 3D, se ha utilizado el programa comercial PLAXIS (2D).
Se ha utilizado las soluciones analíticas existentes, como cálculo complementario al modelo numérico de elementos finitos.
1.8.1.
Descripción del caso:
Para elegir la zona de estudio en la que se prevé exista una mayor influencia sobre el túnel existente, se tienen en cuenta diversos factores, siendo los principales la distancia entre ejes (los túneles discurren prácticamente paralelos en toda su longitud con escasa variación de este
MEMORIA PÁG.8 parámetro), la montera (profundidad del terreno) y las características geotécnicas del terreno atravesado.
En cuanto a la distancia en planta, los túneles se encuentran en su punto más cercano aproximadamente 45 m. entre ejes, similar a la del emboquille sur y menor que la distancia existente en la zona central, de aproximadamente el doble.
En cuanto al perfil longitudinal, corresponde a una zona con una cobertera de unos 100 m, inferiores a los 250 m. de la zona central del túnel, cerca del p.k.1+750.
Las propiedades del terreno en esa zona corresponden a las de la formación T1-1 (Margas grises
con intercalaciones de niveles más arenosos. Formación Margas de Arguís) con un índice RMR comprendido entre 55 y 70, correspondiéndole el tipo de sostenimiento II contemplado en proyecto.
El sostenimiento Tipo II se ha previsto para todos los tramos del túne1 excavados en terrenos en los que en general el índice RMR está comprendido entre 50 y 70 puntos y en otras con RMR superior con alguna particularidad geotécnica.
El arranque se realizara mediante explosivos con una longitud de pase de 3 m. El sostenimiento en la fase de avance se realizara mediante la siguiente secuencia:
1) Colocación de bulones tipo Swellex Mn16 o similar, de 5.0 m de longitud en una malla de 2,0 (T) x 1,5 m (L).
2) Proyecci6n de una capa de hormigón HM-30 reforzado con 40 kg/m3 fibras de acero, de 10 cm de espesor mínimo, en bóveda y paramentos, cubriendo la superficie excavada.
El arranque en fase de destroza se realizará mediante explosivos, una vez que la velocidad de convergencia de las estaciones colocadas en el avance sea menor de 0,01 mm./día.
La longitud de pase para la destroza será de 3 m para los laterales y de 10 m para la parte central.
Finalmente, el revestimiento consistirá en 30 cm. de homig6n bombeado HM-30, que se ejecutará tras la colocación de la impermeabilización.
MEMORIA PÁG.9
Fig. 1. Sostenimiento tipo II.
Fig. 2. Sección tipo
1.8.2. Pre-proceso
Elección del modelo:Se decide utilizar:
1) Un modelo tridimensional que permita reproducir el proceso constructivo. En este caso no es significativo para representar la estratificación no perpendicular a la sección del túnel, puesto que el material es homogéneo en esa dirección, ni las discontinuidades, al no presentarse en la sección de estudio ninguna de importancia significativa:
En primer lugar se intenta abordar el diseño mediante un modelo lo más completo posible que permita simular incluso la excavación de la galería peatonal.
MEMORIA PÁG.10
A la vista de los problemas computacionales existentes se opta por utilizar un modelo simplificado.
2) Mediante el coeficiente de alivio de presiones obtenido en el modelo 3D, se realiza un modelo 2D un análisis de sensibilidad de la distancia entre túneles a la distribución de tensiones.
A continuación se presenta la geometría introducida en el programa de cálculo PLAXIS 3D Túnel y PLAXIS 2D, a analizar, con la que se pretende representar el problema descrito.
Se dejan en torno a 1.5 diámetros (21 m.) de distancia entre el borde inferior y el eje del túnel para evitar los problemas conocidos de levantamiento del fondo por la no consideración de la diferencia entre el módulo de deformación de carga y descarga. Por encima del túnel se mantiene la montera real de aproximadamente 100 m. sobre la clave del túnel. De este modo, la profundidad a modelizar es de 129 m. No obstante y a la vista del tiempo de simulación requerido, se decide dividir el terreno en los primeros 70 m. y los 60 restantes cercanos al túnel, con el fin de refinar la malla en el entorno del túnel y mantener una malla más grosera en la superficie del terreno. En los laterales se deja algo más de 5 diámetros (72 m.) entre el eje del túnel y los mismos, que se considera suficiente para eliminar la influencia, especialmente si el problema se centra en las tensiones y desplazamientos en el túnel y no en los asientos en superficie. Por ello, la anchura el modelo es de 72 + 45 + 72 = 189 m.
Modelo 3D:
En cuanto al eje del túnel, se crean rebanadas a un diámetro desde el la cara frontal (12 m.) y cuatro rebanadas para cada avance (3m.) hasta completar el pase de la destroza (12 m.). La cara final se sitúa a 3 diámetros de la misma (36 m.), de manera que la longitud total en esta dirección es de 60 m.
MEMORIA PÁG.11
Fig. 3. Malla modelo 3D.
Generación de los elementos del túnel: Sostenimiento y revestimiento:
Se define mediante elementos tipo cluster. Se ha decidido utilizar esta alternativa frente al módulo de diseño específico de túneles que proporciona el programa debido a varias razones:
1) El elemento placa del diseñador de túneles no permite adaptar la placa a la geometría del avance y destroza.
Fig. 4. Diseño del sostenimiento con elementos placa.
MEMORIA PÁG.12 3) Ofrece información más precisa de los esfuerzos como elemento volumétrico frente al
elemento placa. Bulones Swellex:
Se simulan como elementos tipo geogrid.
Fig. 5. Diseño del túnel mediante elementos cluster y bulones como geogrid.
Tensiones iniciales:
Plaxis calcula la tensión horizontal como la tensión vertical (σy = γ*y) multiplicada por un coeficiente de empuje k0 = 1 – seno Φ. Esta hipótesis reproduce adecuadamente el grado de consolidación del material, que no resulta elevado, siendo una estimación adecuada de las tensiones horizontales del material.
Fases de excavación:
En el anexo 5 se describen de manera detallada las diferentes fases de excavación que se han considerado para cada uno de los modelos.
Materiales incorporados:
Dentro de los parámetros y variables más importantes a definir para el posterior cálculo, se encuentran:
Densidad del material.
Recubrimiento sobre el túnel: Estado de tensiones iniciales o naturales.
MEMORIA PÁG.13
Parámetros deformacionales: módulo de deformación y coeficiente de Poisson (que permitan definir el módulo de rigidez transversal y el módulo de deformación volumétrica).
Parámetros resistentes: cohesión y fricción usando el criterio de rotura de Mohr-Coulomb, o los parámetros m y s si se utiliza el criterio de Hoek-Brown.
El estudio tenso-deformacional se ha realizado suponiendo un material continuo, homogéneo e isótropo, sin considerar la existencia de discontinuidades preferentes por lo cual no se ha considerado necesario deducir las propiedades resistentes de dichas discontinuidades existentes en el terreno, suponiendo que su influencia sería mínima en los resultados del cálculo. Esta suposición se ajusta a la realidad en el caso de rocas masivas sanas o con escasas juntas que por su orientación o naturaleza no afectan al comportamiento general del macizo en el entorno del túnel; o en el caso opuesto en que el macizo este intensamente fracturado y/o alterado, de forma que su comportamiento se asimila al de un suelo.
Entre los diferentes criterios de rotura más utilizados se encuentran el de Mohr-Coulomb y el de Hoek- Brown. El primero de ellos define una relación lineal entre la resistencia al corte y la tensión normal aplicada en la superficie de rotura, relación definida mediante los parámetros cohesión y fricción. Este criterio ampliamente utilizado tiene la ventaja de su sencillez para determinar los parámetros indicados anteriormente, pero presenta el inconveniente de que dichos parámetros los supone constantes sea cual sea la tensión normal aplicada, lo cual no es representativo del comportamiento real del terreno, salvo en casos determinados.
Los parámetros resistentes que definen el criterio de rotura de Mohr-Coulomb son la cohesión y la fricción, siendo la expresión de este criterio la siguiente:
El criterio de rotura empírico de Hoek-Brown define una relación no lineal, suponiendo que la relación sigue una parábola en los ejes de tensiones principales (σ1 y σ3), siendo de mayor aplicación en el caso de macizos rocosos. Dicha relación viene definida, en su forma más generalizada, por la ecuación:
, siendo:
σc – Resistencia compresión simple.
mb – parámetro adimensional relacionado con la naturaleza friccional del terreno.
s – parámetro adimensional relacionado con la naturaleza del terreno. a – Parámetro adimensional.
MEMORIA PÁG.14 La envolvente de Hoek-Brown se puede aproximar, para un intervalo dado de la presión de confinamiento, mediante una recta de Mohr-Coulomb utilizando el criterio tangente o secante de Hoek- Brown, o con mayor exactitud mediante una recta de regresión lineal obtenida con ocho puntos.
En las fórmulas anteriores, los parámetrosmb y s corresponden a los distintos macizos rocosos
en los que se excava el túnel. La obtención de estos parámetros de macizo (también llamados parámetros de roca alterada) se realiza a partir de los resultados obtenidos en laboratorio (parámetros de macizo sano, mi) y del índice GSI (Geological Strenght Index) que cuantifica
factores extrínsecos al material (presencia de juntas, agua, etc.) que de forma genérica se denomina efecto escala.
El GSI se puede calcular a partir del índice RMR, coincidiendo el valor del GSI con el del RMR obtenido por la clasificación de Bieniawski de 1976 si el RMR'76>18 y, si se utiliza la
clasificación de Bieniawski de 1989 el GSI es igual al valor del RMR’89 menos 5 puntos, si el
RMR’89>23. Los valores RMR’ se calculan según las indicaciones de Hoek, es decir, sumando los cuatro primero parámetros y considerando el macizo seco y sin corrección por la orientación de las discontinuidades.
A pesar de la gran ventaja que tiene el criterio de rotura de Hoek y Brown sobre el criterio de rotura de Mohr-Coulomb, para predecir el comportamiento tenso-deformacional de un macizo rocoso, su implementación numérica no es posible. Esto es debido a que si bien existe para el criterio de Hoek y Brown una ley de rotura, no se ha podido implementar numéricamente una ley de flujo que relacione la deformación volumétrica plástica después de la rotura. Es por ello que para la modelización numérica sea necesario introducir los valores tenso-deformacionales de Mohr-Coulomb.
Para no perder las ventajas, en cuanto a descripción de comportamiento del macizo rocoso, del criterio de Hoek y Brown, se ha seguido la metodología propuesta por ellos mismos. En primer lugar se ha aplicado el criterio de rotura de Hoek y Brown para deducir la expresión de la curva de rotura del macizo rocoso en función del índice GSI.
Finalmente se ha obtenido una recta secante utilizando el ajuste propuesto por Hoek. Por último se han calculado los valores de cohesión c y fricción Φ, tales que se obtiene una recta paralela a la recta de ajuste de Brown en el entorno de la presión de confinamiento a cota del túnel. A continuación se presenta una tabla resumende los materiales incorporados:
Material RMR GSI D Ei (MPa) σci (MPa)
MEMORIA PÁG.15
Material Peso especif.
(KN/m3) E (MPa) υ c’ (MPa) Φ’ (º) Ψ (º)
Marga de Arguis 26.0 1750 0.26 0.308 36.27 5
Material Peso especif.
(KN/m3) E (MPa) υ
Horm. Proyectado 23.5 30000 0.15
Horm. Masa 23.0 30000 0.15
Material Φext/ Φint
(mm) E (MPa) A (mm2) EA (KPa) EAeq. (KPa) Bulones Swellex Mn16 (1.5 x 2.0) 48 / 44 210000 289.02 60695 40470
1.8.3.
Post-proceso (resultados y comentarios)
A continuación se exponen los resultados de tensiones del modelo 3D y 2D, así como los desplazamientos alcanzados en el modelo 2D. En el anexo 5 se exponen con más detalle los resultados obtenidos:
Distribución de tensiones y coeficiente de alivio. Modelo 3D:
Las tensiones alcanzadas en el pilar central se muestran a continuación. En primer lugar la distribución de tensiones principales.
MEMORIA PÁG.16
Fig. 6. Tensiones principales modelo 3D.
A continuación se muestra la distribución de tensión vertical (σyy) en el terreno para las mismas
fases que en el apartado anterior:
MEMORIA PÁG.17 Se puede ver, comparando ambos gráficos, como las tensiones varían ligeramente en la parte central del pilar entre túneles, pero sin embargo, las tensiones en el entorno del túnel son muy similares.
En el anexo 5 se pueden ver diferentes gráficas que muestran que la tensión vertical varía entre 3000 y 3200 KPa, aumentando muy poco desde que se construye el primer túnel (Step 1 a 2) hasta que se ejecuta el segundo túnel (Step 3 a 51).
También se puede ver, como es lógico, que los puntos más cercanos al nuevo túnel ven su tensión incrementada ligeramente, mientras que los más alejados al nuevo túnel (o próximos al túnel existente) mantienen una tensión más constante si cabe.
Coeficiente de alivio:
Eligiendo una nube de puntos alrededor de la excavación del nuevo túnel, en la rebanada elegida para los apartados anteriores, se puede analizar la variación de tensiones producida en los mismos durante la ejecución de la excavación.
La evolución de tensiones obtenida para estos puntos se muestra a continuación:
Fig. 8. Tensiones principales en el modelo 3D.
Los resultados que se obtienen son, como se puede ver, variados. Se elige como tensión final la correspondiente al punto del hastial exterior, que tiene una tensión final de σyy = 1320 KPa, que
corresponde aproximadamente 0.5 veces el valor inicial σo. Este valor es el que se utiliza en los
cálculos bidimensionales y para la solución analítica como coeficiente de alivio. Distribución de tensiones y coeficiente de alivio. Modelo 2D:
A continuación se presentan la distribución de tensiones existente para los tres modelos realizados (2.2 D, 1.5 D y 0.8 D):
MEMORIA PÁG.18
Fig.9. Campo de tensiones principales y verticales para los modelos 2D.
De estas figuras puede observarse, que el túnel existente se ve influenciado por el nuevo túnel cuando la distancia se hace tan pequeña que el área de incrementos locales de tensión donde se alcanza la plastificación en el nuevo túnel alcanza al túnel existente.
Desplazamientos. Modelos 3D:
Tomando como puntos de control los medidos realmente en obra:
MEMORIA PÁG.19 Se puede observar un ligero incremento de las deformaciones a medida que la distancia entre los túneles es menor.
Las deformaciones son ligeramente superiores a las medidas en obra, lo cual puede estar justificado por la elección de unos parámetros del terreno de peor calidad que los realmente encontrados. Esta elección, aunque irreal, estaría del lado de la seguridad a la hora de estudiar la interacción entre los túneles.
1.9. DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS
Todo estudio numérico que se precie es recomendable que sea comparado con una solución analítica que, para el problema objeto de este documento representa una aproximación. En el anexo 6 se muestran los resultados de la solución analítica con más detalle.
A continuación se presentan resumidamente los resultados más importantes de todo aquello expuesto en la fase de post-proceso. En concreto se exponen los resultados de la tensión vertical obtenida al finalizar la excavación del nuevo túnel (o mejor dicho, a una distancia suficientemente alejada del frente) en el pilar central junto al nuevo túnel, en el centro y junto al túnel existente, para los distintos modelos:
Nota: (σ0 = 2600 KPa)
Modelo
σyy (Tensión vertical) (KPa) / % respecto túnel existente. Hastial nuevo Túnel Centro Pilar Hastial túnel existente
3D (W = 2.2 Diámetros) 3150/+8.65 2980/+2.7% 4150/+3.75%
2D (W = 2.2 Diámetros) 3926/+25.4% 3437/+9.8% 4447/+5.8%
2D (W = 1.5 Diámetros) 4210/+4.0% 4210/+15.2% 5005/+6.2%
2D (W = 0.8 Diámetros) 5789/+62.3% 5789/+36.2% 4783/+17.8%
Sol. Analítica (W = 2.2 Diámetros)
(Fila 1 – M. elástico / Fila 2 – M.Mohr – Coulomb)
3944.1/+49.2% 2852.0/+4.6% 3944.1/+1.13% 4447.1/+67.1% 2946.3/+6.2% 4447.1/+1.38% Sol. Analítica (W = 1.5 Diámetros)
(Fila 1 – M. elástico / Fila 2 – M.Mohr – Coulomb)
3981.2/+48.4% 3017.0/+7.4% 3981.2/+2.08% 4498.1/+65.9% 3173.1/+9.9% 4498.1/+2.55% Sol. Analítica (W = 0.8 Diámetros)
(Fila 1 – M. elástico / Fila 2 – M.Mohr – Coulomb)
4096.6 / +46.5% 3419.2 /+14% 4096.6 / +5.04% 4656.6/+62.2% 3725.9/+17% 4656.6/+6.16%
MEMORIA PÁG.20 De manera gráfica se pueden ver estos resultados como:
ANÁLISIS SENSIBILIDAD TENSIONES VERTICALES A LA DISTANCIA
1.000 1.100 1.200 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700 0 0.5 1 1.5 2 2.5 W/D T en sió n ve rt ic al n o rm al iz ad a (s ig m ayy2 /s ig m ayy1 )
MODELO 2D EXISTENTE MODELO 3D EXISTENTE ANALÍTICA M-C ANALITICA ELASTICO MODELO 2D CENTRAL MODELO 3D CENTRAL MODELO 2D NUEVO MODELO 3D NUEVO
1.10. CONCLUSIONES
De los resultados de la simulación y de la comparación de estos resultados con las soluciones analíticas, puede concluirse que:
1) La interacción que ejerce la construcción del nuevo túnel sobre el túnel existente es muy pequeña para la distancia de 2.2 diámetros entre hastiales. (incremento entre un 4% y un 6% según el numérico).
2) Los resultados del modelo 3D difieren ligeramente de los resultados del modelo 2D dada la dificultad de establecer un coeficiente de relajación constante para el modelo 2D al ser una sección tipo que difiere de la sección circular.
3) La interacción entre túneles se hace notoria para aquellas distancias en las que la zona de plastificación de uno y otro túnel se superponen. Para el caso que nos ocupa, a distancia inferior al diámetro el incremento de tensiones es del 18% aproximadamente.
4) Las soluciones analíticas suponen un buen método para verificar la bondad de los cálculos numéricos, así como para el prediseño de posibles análisis de sensibilidad a llevar a cabo. 5) Sin embargo, las soluciones analíticas subestiman las tensiones existentes en el caso de
túneles no axisimétricos como el del presente caso, en el que en el numérico aparece una corona de plastificación que aunque pequeña no es prevista por la solución analítica.
MEMORIA PÁG.21 6) El revestimiento y sostenimiento resisten las tensiones que sobre ellos se ejercen para el
caso real, como se ha podido ver en la realidad. En cuanto a los modelos numéricos se puede añadir que:
1) Los modelos en 3D todavía cuentan con limitaciones en cuanto a tiempo de cálculo para casos que exigen una geometría amplia y muchas fases de cálculo, y por tanto rebanadas que multiplican el número de elementos, como es el presente.
2) El programa comercial PLAXIS posee una restricción en cuanto al número de nodos a monitorizar y nodos a elegir (especialmente en modelos 3D, con perspectiva) que dificultan las operaciones de post-proceso.
3) La variación de la malla dificulta la elección de los puntos de monitorización y el post-proceso de los resultados.
4) Son muchas las hipótesis que se realizan, que pueden introducir cierta incertidumbre al modelo, como la consideración de un modelo continuo, la elección de unos parámetros geotécnicos determinados, de un coeficiente de alivio determinado y degradación del terreno o “ground loss” para tramos que se suponen construidos.
Finalmente, en líneas generales, se puede concluir que:
1) La interacción que la construcción de un túnel ejerce sobre otro túnel cercano, normalmente en servicio, es un aspecto a tener muy en cuenta ya desde la fase de diseño.
2) En el caso de túneles interurbanos construidos en roca según el Nuevo Método Austriaco (NATM), como el del presente trabajo, la interacción se centra en el entorno de las cavidades, y no en los asientos en superficie como ocurre en el caso de túneles urbanos, especialmente en suelos blandos.
3) En el caso del túnel objeto de la presente tesina, la mínima distancia existente entre ellos, de 31 m. entre hastiales (45 m. entre ejes del túnel), equivalente a 2.2 diámetros de túnel, hacía esperar que, para la geometría, profundidad y material existente, la influencia del nuevo túnel sobre el existente fuese mínima. Este aspecto hace suponer por qué en fase de proyecto se omitieron las comprobaciones al respecto sobre interacción entre ambos túneles.
4) En cuanto al análisis tenso-deformacional del problema, llevado a cabo en el presente trabajo, se ha podido observar que, en efecto, en el punto más desfavorable, a la distancia a la que se encuentran los túneles, la excavación del nuevo túnel no produce un incremento de tensiones ostensible en el túnel existente, ni tampoco el túnel excavado se ve afectado por la existencia del anterior.
5) Para ello se ha llevado a cabo un análisis en tres dimensiones que permita simular las fases de excavación reales, para tener en cuenta el efecto de desconfinamiento producido.
MEMORIA PÁG.22 6) Con el análisis en tres dimensiones se ha podido comprobar las limitaciones que todavía
existen actualmente en cuanto a memoria y tiempo de cálculo para modelar este tipo de problemas de túneles gemelos que requieren la simulación de muchas fases y grandes dimensiones de malla.
Se han llevado a cabo diversas pruebas para disminuir el tiempo de cálculo como son:
1. Consideración del túnel existente (gemelo en cuanto a dimensiones y método de excavación) y del primer diámetro del túnel nuevo ya construidos, afectados por la “pérdida del terreno” medida mediante el control de convergencias en obra. Esto es posible debido a la homogeneidad del terreno.
2. División del terreno en dos zonas con distinta finura de malla, grosera en superficie y más fina en el entorno del túnel.
Conocida la tasa de desconfinamiento existente, se ha simulado en un modelo bidimensional la influencia que tiene la distancia entre los túneles (anchura del pilar central) en las tensiones del túnel en servicio al ser excavado el nuevo túnel, realizando un análisis de sensibilidad de estas tensiones a ladistancia entre túneles.
Finalmente, con el análisis de los resultados obtenidos mediante el análisis de las soluciones analíticas existentes asumiendo ciertas simplificaciones se ha comprobado la bondad de los resultados obtenidos con los métodos numéricos, adoptando la misma tasa de desconfinamiento obtenida mediante el modelo tridimensional para la resolución de las ecuaciones.
Del análisis numérico llevado a cabo se concluye finalmente que, para el caso dado:
1) La interacción entre túneles parece ser más importante a partir de anchos de pilar entre túneles (W) inferiores a 1.6 diámetros, donde la variación de tensiones que se produce al construir el segundo túnel (sigmayy2) respecto a las tensiones existentes con el túnel existente en servicio (sigmayy1) sufren un mayor incremento.
2) La interacción que ejerce la construcción del nuevo túnel sobre el túnel existente es muy pequeña para la distancia de 2.2 diámetros entre hastiales. (incrementos de tensión entre un 4% y un 6%).
3) Los resultados del modelo 3D difieren ligeramente de los resultados del modelo 2D dada la dificultad de establecer un coeficiente de relajación adecuado y variable al ser una sección tipo que difiere de la sección circular.
4) La interacción entre túneles se hace notoria para aquellas distancias en las que la zona de plastificación de uno y otro túnel se superponen.
Asimismo, a la vista de todo lo expuesto, se considera que el grado de detalle alcanzado en fase de proyecto y las medidas adoptadas durante la construcción para la obra en cuestión, fueron las adecuadas, no incurriéndose en la omisión de un riesgo importante al no suponer la existencia de una interacción importante entre ambos túneles.
MEMORIA PÁG.23
1.11.
FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN
El túnel de Monrepós es un túnel gemelo a uno existente construido años atrás. Ejecutados ambos de la misma manera (perforación y voladura), implica que la roca alterada por la voladura alrededor del túnel existente se ha podido degradar en el transcurso de los años debido a la apertura de fisuras.
Una posible línea de investigación futura podría ser un análisis de sensibilidad con los modelos generados, de las tensiones existentes a la degradación de una corona de terreno de 2 – 3 m., alrededor del túnel existente.
El terreno simulado, tendría unos parámetros geotécnicos diferentes al resto del macizo y de peor calidad. Un primer tanteo de esos parámetros podría consistir en el cálculo de los parámetros de Mohr-Coulomb a través del criterio de Hoek y Brown tomando distintos valores para el factor de perturbación D.
De esta manera, tomando por ejemplo un valor de D=0.8, que corresponde a una voladura de mala calidad en roca dura con daños locales severos alrededor de 2-3 m. daría unos valores para esa corona de terreno de:
c’ = 224 KPa (308 KPa para D = 0.4) Φ’ (º) = 29.53º (36.27º para D = 0.4)
E(Mpa) = 958 (1750 para D = 0.4)
1.12. AGRADECIMIENTOS
En primer lugar, agradecer el apoyo constante y provechoso ofrecido por el tutor de este trabajo, D. Luis Gracia Villa. Por su implicación a la hora de definir el enfoque que darle al trabajo y, ante todo, por la accesibilidad mostrada en todo momento hacia mi persona, muchas gracias.
A la empresa donde trabajo, Servicios y Proyectos del Ebro, S.A. y a mi jefe, D. Guillermo Cobos Campos, por el apoyo y las facilidades dadas para poder realizar este trabajo compatibilizándolo con mi jornada laboral.
Finalmente, a mi mujer, por su ayuda en los viajes al C.P.S., su paciencia y por estar siempre a mi lado para hacer frente a todas las adversidades.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.1
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL PROYECTO
1.1. SECCIONES TIPO Y TRAZADO
[1] La sección transversal tiene la misma sección geométrica que el túnel existente, que continúa cumpliendo con la Norma 3.1 – I.C. de Trazado, vigente en la actualidad, siendo de dos carriles de 3.50 m., arcén exterior de 2.50 m. e interior de 1.00 m. y dos aceras de 0.75 m. El nuevo túnel discurre prácticamente en paralelo al proyectado, con una separación entre ejes que varía entre los 45 m y los 90 m.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.2 El túnel existente, construido hace aproximadamente 20 años, tiene 1339 m. de longitud y una sección transversal de tres carriles de 3.50 m y aceras de 0.75 m., que deberá ser transformada a la sección de autovía, con su consiguiente corrección de peraltes.
Fig. 1.2. Emboquille norte del túnel en servicio y túnel en construcción aledaño
Fig. 1.3. Emboquille sur del túnel en servicio y túnel en construcción aledaño
Entre los túneles se han dispuesto a lo largo de su trazado tres galerías transversales de conexión para cumplir los criterios de seguridad.
En caso de accidente, dos permiten el paso de peatones (p.k. 1+405,76 y p.k. 2 +207) y una galería de mayor tamaño permite el paso de vehículos, con un carril de 4.0 m. y dos aceras de 1.0 m. (p.k. 1+807).
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.3
Fig. 1.4. Entronque del túnel con galería peatonal y sección tipo de galería peatonal
Fig. 1.5. Detalle de ejecución del entronque del túnel con la galería peatonal. Cortesía de F. C. C.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.4
1.2. CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO
El túnel se emplaza en el dominio pirenaico y más concretamente en las “Sierras Exteriores” o “Sierras Subpirenaicas Oscenses”, que forman un frente continuo en dirección ESE-ONO y estructuralmente se trata del frente meridional del cabalgamiento subpirenaico.
Los materiales que aparecen son Terciarios del Eoceno recubiertos en algunos puntos por depósitos cuaternarios aluviales, coluviales y derrubios de ladera.
El túnel se desarrolla íntegramente en dos formaciones geológicas:
Margas grises, limolitas y areniscas. Formación Margas de Arguis.
Areniscas y margas. Formación Belsué-Atarés.
Margas grises, limolitas y areniscas. Formación Margas de Arguis:
Se disponen en bancos decimétricos con una estructura nodulosa muy marcada y estratificación a veces difusa y en otras centimétrica. Se meteorizan fácilmente en cuanto se ventean. Atendiendo al predominio de la naturaleza litológica de las capas se distinguen las siguientes subunidades:
Margas grises con pasadas más arenosas. T1-1. Desde el inicio hasta el p.k. 2+080. Alternancia irregular de areniscas calcáreas y margas estratificadas
centimétricamente. T1-2. Alrededor de los p.k. 1+760 y 1+910.
Areniscas calcáreas grisáceas. T1-3. pp.kk. 1+480 – 1+500, 1+530-1+560,
2+060-2+080
Existen una serie de grandes fallas oblicuas al trazado ya detectadas en la construcción del túnel existente que provoca la dislocación y repetición de los estratos. Se trata de fallas con un fuerte buzamiento, interpretadas como fallas normales, cuyo labio hundido corresponde al labio W.
Tabla 1.1. Parámetros geotécnicos. Margas de Arguis
Compresión simple (kp/cm2) 421-729 (532)
C. Simple determinando el módulo de Young con bandas extensiométricas
Compresión simple (kp/cm2) 200-328 (240) Coeficiente de Poisson 0.15-0.20 (0.17) Módulo de Young (kp/cm2) 75000-284000 (142000) Rotura al corte de una probeta de
roca
Cohesión pico (kp/cm2) 0.9-15.75 (7.07)
Ángulo de pico (º) 2.9-44.0 (17.5)
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.5
Franklin (N/mm2) 3.20-3.39 (3.32)
Brasileño (kp/cm2) 43-85 (65.2)
Triaxial en roca σ1 (kp/cm2) 433-493 (463.3)
σ3 (kp/cm2) 8-12 (10.0)
Tabla 1.2. Parámetros geotécnicos estimados en estudio geofísico (sónico de onda completa y sísmica up-hole). Margas de Arguís
Ensayo Lugeon (x10-6) 7.64 – 9.23 (8.23)
Velocidad propagación ondas compresión (p) (m/s) 3700-5200
Velocidad propagación ondas corte (s) (m/s) 2100-2950
Coeficiente de Poisson υ 0.26
Módulo de corte dinámico Gd (MPa) 15025-21000
Módulo de deformación dinámico Ed (MPa) 38100-52300 (41700)
Ensayos dilatométricos Módulo de deformación Ep (kp/cm2) 60.1-34.8 (46.4) Módulo de corte Q (kp/cm2) 24.4-14.4 (18.9)
Areniscas y margas. Formación Belsué-Atarés:
Margas limolíticas de tonos rojizos con intercalaciones de areniscas. Las margas aparecen finamente laminadas y alteradas en superficie. Las areniscas son de grano fino a medio, aunque a veces presentan niveles de micro conglomerados, muestran mega estratificación cruzada y se disponen en bancos de orden métrico, constituidos en capas de 15 a 20 cm. de espesor. La distribución de los materiales es irregular, concentrándose los tramos más gruesos de areniscas en la zona central. Se distinguen las siguientes subunidades:
Alternancia de margas grises y rojas. T 2-1. p.k. 2+080-2+240. Alternancia de margas y areniscas. T 2-2. p.k. 2+080-2+240. Alternancia de areniscas y margas. T 2-3. p.k. 2+240-2+300. Areniscas grises con pasadas de margas. T 2-4. p.k. 2+240-2+300. Areniscas. T 2-5. p.k. 2+240-2+300.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.6 A partir del p.k. 2+300 hasta el final del túnel aparecen en sucesión alternante todas las litologías que componen esta unidad.
Se observa una disminución importante del número de fallas, siendo la más significativa la que se localiza en el falso túnel de la boca de salida norte, hacia el p.k. 2+540, que provoca una dislocación importante de los materiales adyacentes, así como un presumible cambio de orientación de los estratos.
Tabla 1.3. Parámetros geotécnicos. Formación Belsué-Atarés.
Compresión simple (kp/cm2) 108-824 (369)
C. Simple determinando el módulo de Young con bandas extensiométricas
Compresión simple (kp/cm2) 49-930 (487) Coeficiente de Poisson 0.20-0.28 (0.25) Módulo de Young (kp/cm2) 4155-123000 (40150) Rotura al corte de una probeta de
roca Cohesión pico (kp/cm2) 1.2-3.6 (2.6) Ángulo de pico (º) 43.6-57.9 (52.9) Ángulo residual (º) 2.9-55.7 (35.3) Franklin (N/mm2) 0.8-1.1 (0.95) Brasileño (kp/cm2) 21.1-122.1 (65.7) Triaxial en roca σ1 (kp/cm2) 433.7-443.6 (438.6) σ3 (kp/cm2) 6-10 (8)
Tabla 1.4. Parámetros geotécnicos estimados en estudio geofísico (sónico de onda completa y sísmica up-hole). Formación Belsué-Atarés.
Ensayo Lugeon (x10-5) 2.05-21.6 (8.90)
Velocidad propagación ondas compresión (p) (m/s) 3500-5700
Velocidad propagación ondas corte (s) (m/s) 1900-3200
Coeficiente de Poisson μ 0.27
Módulo de corte dinámico Gd (MPa) 9200-29000 (16680)
Módulo de deformación dinámico Ed (MPa) 20500-74000 (42850)
Ensayos dilatométricos Módulo de deformación Ep (kp/cm2) 60.1-34.8 (46.4) Módulo de corte Q (kp/cm2) 24.4-14.4 (18.9)
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.7 Para determinar los anteriores parámetros asociados a cada material se han realizado en fase de proyecto los siguientes reconocimientos geotécnicos “in situ”, acompañados de ensayos de laboratorio de las muestras tomadas:
- 7 calicatas.
- 6 sondeos mecánicos a rotación. - 5 Ensayos de penetración dinámica.
- 532 m. de Sísmica de refracción (8 perfiles de 60 m. y 1 de 52 m.).
- 10 Ensayos de permeabilidad Lugeon en el interior de sondeos (S-1, S-2, S-3 y S-4). - 15 Ensayos dilatométricos en el interior de los sondeos (S-1, S-2 y S-4).
- 1 Reconocimiento mediante sísmica up-hole. (S-4).
- 2 Testificaciones mediante registro sónico de onda completa (S-1 y S-2). - 8 Estaciones geomecánicas.
Además se ha analizado la información recopilada en: Los reconocimientos geotécnicos del estudio informativo:
- 2 sondeos mecánicos a rotación. - 2 calicatas.
- 120 m. de Sísmica de refracción ( 2 perfiles de 60 m.). - 3 Estaciones geomecánicas
2 sondeos mecánicos para el proyecto del nuevo túnel de Manzanera (26-HU-340) proyectado a una cota superior al nuevo túnel, por la zona de la boca norte.
Información recopilada durante la construcción del túnel existenteparalelo al nuevo.
- Levantamientos geológicos del frente de excavación en 47 secciones cada 30 m. de media, recogiendo datos de las familias de diaclasas (dirección, buzamiento, rugosidad de juntas, apertura, grado de alteración y relleno en las juntas y grado de filtración). - 4 sondeos mecánicos a rotación en la boca Norte.
- Perfiles geológico-geotécnico elaborado durante la construcción del túnel existente procedentes del “Informe final de la asistencia técnica a la dirección de obra….” elaborado en mayo de 1992, en el que se determina la dirección y buzamiento de los estratos, diaclasas y fallas, R.M.R., litología y formación.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.8 - Perfil geotécnico con tipos de sostenimiento y datos de su construcción con
rendimientos de avance y destroza, tipos de sostenimiento, espesores de hormigón proyectado, armaduras, bulones, estaciones de convergencias y ensayos y observación de la presencia de agua.
1.3. MÉTODO CONSTRUCTIVO
Se plantea la ejecución del túnel mediante el Nuevo Método Austriaco (NMA) por fases de AVANCE Y DESTROZA, debido al comportamiento quasi-elástico del terreno esperado. La altura del avance es de 5.50 m. La destroza se podrá excavar en tres fases con superficie de separación con un talud de 2H:3V.
Fig.1.7. Fases de excavación.
Se ha considerado el procedimiento de excavación que se utilizó en el túnel existente, que consistió en perforación y voladura (goma2 ECO) y obtuvo avances medios de 95 m. mensuales sin presentarse ningún problema.
Los parámetros de la voladura fueron los siguientes:
Diámetro de perforación: 51 mm
Número de barrenos: 108 (14 zapateras, 4 en el cuele, 8 en contracuele, 50 de destroza y 32 recortes)
Longitud de perforación: 3,2 – 3,5 m
Carga máxima operante de explosivo: 9,3 kg aproximadamente
Tipo de explosivo: Cartuchos de RIODIN 32 x 200 mm y cordón
detonante RIOCORD de gramaje 100 g/m para los barrenos del recorte.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.9
Tipo de detonadores: No eléctricos PRIMADET MS (cuele y
contracuele). PRIMADET LP (resto).
Todos con cordón detonante RIOCORD 6 g/m iniciado con un detonador eléctrico RIODET AI.
Fig. 1.8. Esquema de voladura de mayor carga operante.
Se excava por medios mecánicos en zonas puntuales, principalmente en zonas de boquillas. Las zonas con areniscas (T2-5) se excavan mediante explosivos.
Fig. 1.9. Ejecución de la perforación de barrenos para voladura y saneo. Cortesía F.C.C.
Por facilidad constructiva se ejecutó en este caso la destroza después de completar el avance del túnel. Sin embargo, en caso de túneles excavados en terrenos de peor calidad, puede ser conveniente llevar ambos tajos próximos, con el objeto de proceder a un rápido cierre de la sección.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.10
Fig. 1.10. Ejecución de emboquille sur y transporte y carga de material. Cortesía F.C.C.
En los tramos de roca más sana (sostenimiento tipo I), la longitud de pase recomendable es de 4.0 m. para el avance y destroza lateral y 15.0 m. para la destroza central. En las zonas más débiles se reducen a 1.0 m. y 6.0 m. respectivamente
A continuación se presenta una tabla con los sostenimientos tipo adoptados: Tabla 1.5. Sostenimientos tipo.
TIPO I TIPO II TIPO III Emboquilles Galería vehículos Galería peatonal Espesor H.Proyectado HM-30 + 40 kg/m3 fibras (cm) 5 10 25+5 25+5 5 5
Bulones Swellex Φperf = 45 a 51 mm. L = 5m. Carga 16 T. 5 (2 x 1.5) 5 (2 x 1.5) 9.66 (1.5 x 1.5) Paraguas Micropilotes L = 4m. (2 x 2) L = 4m. (2 x 2)
Cercha HEB-180 (Ud/m) - - 1 1 - -
RMR aplicable >70 50-70 <50 Montera = 1.5 Φ
túnel
- -
Longitud de pase de avance (m) 4.0 3.0 1.0 1.0 4.0 4.0
L. pase destroza central (m) 15.0 10.0 6.0 6.0 - -
L. pase destroza lateral (m) 4.0 3.0 1.0 1.0 - -
El arranque en fase destroza se realizará una vez que la velocidad de convergencia de las estaciones colocadas al avance sea menor que 0.01 mm/día.
En cuanto a la conexión de las galerías de emergencia, se realizó en trabajos nocturnos. Se cortó el hormigón del contorno del entronque desde el túnel de servicio y se picó el hormigón del revestimiento y roca todo lo posible. Desde el túnel en construcción se avanzó
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.11 con voladuras cortas hasta dejar un macizo de 1.0 o 1.5 m. para picarlo posteriormente, con objeto de evitar proyecciones al túnel de servicio en las últimas voladuras.
Fig. 1.11. Ejecución de paraguas de micropilotes y colocación de cercha en emboquille sur. Cortesía F.C.C.
El revestimiento consistirá en 30 cm. de hormigón bombeado HM-30 tras la colocación de la impermeabilización.
Fig. 1.12. Plataforma para instalación de la impermeabilización y carro encofrador del revestimiento. Cortesía F.C.C.
1.4. INSTRUMENTACIÓN
Las medidas de control previstas son: Estaciones de convergencia en el nuevo túnel.
Nivelación en clave en el nuevo túnel.
Control de vibraciones en el túnel existente.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.12
1.4.1.
Control de convergencias
[2] Las medidas de control de convergencia se han realizado cada 25 m. aproximadamente, variando la frecuencia de lectura en función de los movimientos observados.
Fig. 1.13. Sección tipo en túnel de medidas de convergencia en avance y en sección completa.
Fig. 1.14. Sección tipo en galería peatonal de medidas de convergencia.
ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.13
1.4.2. Control en el túnel existente. Vibraciones e
Inspección visual.
Con las primeras voladuras se consideró oportuno realizar un control de vibraciones para cada una de las pegas realizadas con objeto de comprobar el nivel alcanzado durante las mismas, y comprobar así la posible afección que pudieran tener las voladuras sobre la estructura del actual túnel en servicio, cuantificando los niveles de vibración obtenidos en las voladuras registradas, y verificando que dichos niveles se encontraban dentro de los límites establecidos por la actual normativa vigente en cuanto a vibraciones producidas por voladuras (UNE 22.381.93).
Las mediciones fueron recogidas entre el día del inicio de las voladuras (boca sur), 1 de abril de 2008, y el 21 del mismo mes, contabilizándose un total de 21 registros.
Cabe añadir que después de cada voladura se realizó una inspección visual del túnel actual en toda su longitud, no habiéndose observado el más mínimo daño.
El equipo utilizado en el control de vibraciones estuvo compuesto por un sismógrafo. Se situó junto al hastial más próximo a las voladuras del actual túnel de Monrepós, a una distancia que oscila entre los 20 y 30 metros aproximadamente del frente de las voladuras. Dicha variación de las distancias es función de los avances en el frente.
Fig. 1.16 . Vista interior del túnel en servicio.
La Norma UNE 22.381 no es estrictamente aplicable a este caso de estudio (el tipo de estructura no es asociable a ninguno de los tres grupos que la Norma UNE cita), de manera que no se pueden utilizar los resultados de los registros para afirmar que se encuentran por encima o por debajo de unos límites preestablecidos.
No obstante, es importante destacar, que a la vista de los resultados obtenidos, se puede concluir que el nivel de vibraciones producido está muy por debajo del establecido por la normativa española vigente para cualquier tipo de estructuras. [3]. Según la Norma UNE
22-ANEXO 1. DESCRIPCIÓN DEL CASO PÁG.14 381-93; tanto para estructuras del GRUPO I (Edificios y naves industriales ligeras con estructuras de hormigón armado o metálicas), que pudieran ser las más semejantes al túnel de Monrepós, como para estructuras del GRUPO III (Estructuras de valor arqueológico o histórico que por su naturaleza presenten especial sensibilidad a las vibraciones), las más restrictivas en cuanto a niveles de vibración que recoge dicha Norma.
Fig. 1.18 . Registros del control de vibraciones para una voladura y comprobación del criterio de prevención (UNE 22.381).
Añadiendo a esto que el túnel en construcción y el actual van progresivamente separándose, se observó, que aun estando en límites más que aceptables en materia de seguridad, estos se irían incrementando.
Por todo esto se propuso la realización de las voladuras correspondientes a la construcción del túnel nuevo “Alto de Monrepós” sin realizar el corte del tráfico en la carretera actual por haberse demostrado innecesario.
ANEXO 2. ESTADO DEL ARTE PÁG.1
ANEXO 2. ESTADO DEL ARTE.
2.1. CONSTRUCCIÓN DE TÚNELES SEGÚN EL NUEVO
MÉTODO AUSTRÍCO (NATM)
2.1.1. Bases
conceptuales
Cuando en noviembre de 1964 L.v. Rabcewicz [4] presenta las primeras publicaciones sobre el método de construcción de túneles que denomina como Nuevo Método Austriaco (New Austrian Tunneling Method), las bases conceptuales del método ya venían asentándose desde hacía unos años.
Desde que en 1811 Sir M.I.Brunel inventó el escudo circular para la construcción en túneles en terrenos blandos, pasando por los primeros intentos de utilización de morteros de fraguado rápido en 1848 (Wejwanov) y la introducción de cerchas de acero por Rizha (1872) o la invención de la gunitadora por Akeley en 1908, hasta llegar a la introducción de la doble capa sostenimiento – revestimiento por el propio Rabcewicz en 1948 y del bulonado en 1955 o la declaración de la importancia de la toma de medidas sistemática (Müller, 1960), fueron varios los que aconsejaron que la clave para resistir presiones elevadas en roca radicaba en la movilización de la capacidad resistente del terreno circundante como parte del mecanismo de sostenimiento.
Sobre los fundamentos básicos de este método existe gran confusión, del mismo modo que hay defensores (Müller 1978 [5]; Golser 1979) y detractores (Kovari [6]). En ocasiones se confunde el NATM con sostenimiento mediante hormigón proyectado (ICE, 1996),
Así, a la definición dada por Rabcewicz del método como “un método consistente en un fino sostenimiento de hormigón proyectado cerrado lo antes posible mediante una contrabóveda hasta cerrar un anillo completo o arco auxiliar, midiendo su deformación en el tiempo hasta
